Metals 2020, 10, 285; doi:10.3390/met10020285  www.mdpi.com/journal/metals 

Article 

Effects of Microstructure, Mechanical and Physical Properties on Machinability of Graphite Cast Irons 

Jiangzhuo Ren 1, Fengzhang Ren 2,*, Fengjun Li 3, Linkai Cui 3, Yi Xiong 4 and Alex A. Volinsky 5 

1  Faculty of Engineering, University of Alberta, Edmonton T6G 1H9, AB, Canada; ren6@ualberta.ca 2  School of Materials Science and Engineering, Henan University of Science and Technology,   

Luoyang 471023, China 3  Third Assembly Plant, First Tractor Co. Ltd., Luoyang 471004, China; lifengjun@tsinghua.org.cn (F.L.); 

cuilinkai@126.com (L.C.) 4  Henan Collaborative Innovation Center of Nonferrous Metals, Luoyang 471023, Henan, China; 

xy_hbdy@163.com 5  Department of Mechanical Engineering, University of South Florida, Tampa, FL 33620, USA; 

volinsky@usf.edu 

*  Correspondence: renfz@haust.edu.cn; Tel.: +86‐379‐6425‐2673 

Received: 3 February 2020; Accepted: 20 February 2020; Published: 21 February 2020 

Abstract:  Flake  (FGI)  and  spheroidal  (SGI)  graphite  cast  irons  are  often  used  to  produce 

workpieces, which often need to be machined. Machinability differences under various machining 

methods are  the basis  for choosing machining equipment and  technology. In this work, FGI and 

SGI were used  to produce  tractor  front brackets, and  the machinability  of both materials under 

turning and drilling processes was compared. The machinability (turning and drilling ability) has 

been evaluated in terms of machining load, chips shape, surface roughness, and tool temperature. 

The  influence  of materials microstructure  and  thermal  conductivity  on  the machinability was 

analyzed. In the turning process, the cutting force and its standard deviation of the FGI were larger 

than the SGI due to the higher volume fraction of pearlite. The surface roughness was similar  in 

both materials. In the drilling process, the even action of the friction and cutting force on the bit 

turned into similar drilling loads for both materials. Higher friction and lower thermal conductivity 

caused a higher bit temperature in SGI drilling compared to FGI. The chip breaking was worse in 

SGI drilling, where  the  longer chips  scratched  the  internal  surface of  the holes,  resulting  in  the 

higher surface roughness. 

Keywords:  graphite  cast  iron;  turning  ability;  drilling  ability; machining  load;  roughness;  tool 

temperature 

1. Introduction 

General  graphite  cast  iron  workpieces  are  usually  machined  using  automated  machining 

centers.  The  main  influencing  factor  of  the  machining  efficiency  is  machinability  [1].  Poor 

machinability  leads  to  frequent  replacement  of  the  cutting  tools  and  decreases  the machining 

efficiency. The machinability  of materials  is  generally  evaluated  in  terms  of  tool wear,  surface 

roughness,  and  machining  load  [2].  Nayyar  et  al.  [3]  measured  the  cutting  force,  cutting 

temperature,  and  tool  life  during  turning  flake  (FGI),  compacted  (CGI),  and  spheroidal  (SGI) 

graphite  irons. They  found  that  the surface cutting temperature was roughly the same for various 

cast irons, but the cutting force and tool life were significantly different. SGI with  lower hardness 

and lesser pearlite has a higher cutting force and shorter tool life compared to the FGI. Seker et al. 

Metals 2020, 10, 285  2  of  13 

[4] reported that austempering heat treatment of SGI significantly improved the surface quality and 

resulted in a relatively small change in cutting forces in the turning process. For various cast irons 

with equal tensile strength, Ren et al. [5] investigated the effects of microstructure and mechanical 

properties on  the  cutting  force of different  cast  irons with  similar  tensile  strength  in  the  turning 

process. Results showed that there is a positive correlation between the cutting force, hardness, and 

pearlite content for cast irons with equal tensile strength. SGI with lower hardness and less pearlite 

has lower cutting force compared with FGI. Tooptong et al. [6] compared flank wear when turning 

FGI, CGI, and SGI under dry conditions. They found the main reason for the poor machinability of 

CGI and SGI is that the cutting temperature is much higher than FGI. Heck et al. [7] investigated the 

reason why CGI has poor machinability compared to conventional FGI in the cutting process. The 

reason is the formation of the MnS layer on the tool surface when machining FGI. The MnS layer acts 

as a  lubricant and prevents the adhesion of workpiece particles. However,  this  layer cannot  form 

when machining CGI  and  SGI  because  the  formation  of MnS‐inclusions  is  not  possible  in  both 

materials due to the higher magnesium content, which, in turn, is responsible for the formation of 

the graphite vermicles and nodules. De Sousa et al. [8] investigated the torque, power consumption, 

tool life, and surface roughness of continuous ductile iron bars during the milling process. The tool 

life  and  torque were  different  during milling  of  different  regions,  but  power  consumption  and 

surface  roughness were not statistically different. Dias et al. [9] researched the effects of gray cast 

iron matrix structure on  the cutting  force and  tool  life  in milling operations. They  found  that  the 

higher pearlite content led to faster tool wear and higher cutting force. Amir et al. [10] examined the 

influence of microstructure and mechanical properties of compacted graphite iron on tool wear in 

the face milling process. They found that the microstructure has a significant effect on tool wear. A 

lower amount of abrasive carbonitride particles and lower content of pearlite reduce tool wear. Da 

Silva et al. [11] analyzed cutting tools wear during milling of FGI and CGI. The results showed that 

the workpiece material strongly  influenced  the  tool  life and wear. The wear mechanisms of both 

materials were  abrasion  and  adhesion.  Ren  et  al.  [12]  investigated  the  influence  of  inoculating 

addition on drill bit wear for drilling flake graphite iron, and optimal combinations of compound 

inoculants with smallest drill wear were obtained. Meena et al. [13] studied the drilling properties of 

green austempered ductile  iron. Results showed  that the specific cutting energy and cutting force 

coefficients  increased  with  decreasing  feed  rate  and  increasing  cutting  speed.  Jan  et  al.  [14] 

investigated  the  effects  of  drill  bit wear  on  the  cutting  torque  and  axial  force  during  drilling 

spheroidal graphite cast iron. The results showed that the small feed and high cutting speed resulted 

in  a  loss  of  cutting  ability  in  the  area  of  accelerated wear.  Li  et  al.  [15]  investigated  the wear 

mechanism of  the dill  in  the drilling  of CGI under dry  and minimum  quantity  lubrication. The 

results showed that the main wear mechanism of drilling of CGI  is adhesion and abrasion. These 

previous studies mainly focused on the machinability evaluation for only one type of cast iron, or on 

the machinability comparisons of different cast irons only using a machining method. Perhaps for 

different cast irons, the machinability of certain cast iron is good under one machining method, and 

its machinability  is  bad under  another machining method. Then,  it  is  necessary  to  compare  the 

machinability  under  different machining methods.  Finding  out  their  machinability  differences 

under various machining methods is the basis to choose machining equipment and technology. In 

addition, contrasting  the machinability of FGI and SGI,  some  literature  reports gave  inconsistent 

results. For  example,  the  authors of both  [3] and  [7]  reported  that FGI has a  lower  cutting  force 

compared  to  SGI,  but  the  authors  of  [5]  reported  that  FGI has  a higher  cutting  force. Thus,  the 

machinability comparison of two or more graphite cast irons still needs further research. Meanwhile, 

the  relationships  between  the machinability  and microstructure,  and  physical  properties  under 

various processing conditions require further examination. 

This  study  derived  from  the  actual  production  problems. A  famous  tractor manufacturing 

company originally adopted low‐cost FGI to cast tractor front brackets. The FGI brackets sometimes 

broke during the tractor operation. Then FGI was replaced by SGI with higher strength, and  then 

the  brackets  no  longer  broke. However,  statistical  analysis  showed  faster  drill  bit wear during 

Metals 2020, 10, 285  3  of  13 

drilling of  the  SGI  brackets. The drill  bit  life  in drilling  SGI brackets was only half of  FGI. The 

technical staff of the company guessed that faster drill bit wear could be due mainly to the longer 

chips. The objective of this study was to compare the machinability (turning and drilling ability) in 

terms of machining load, chips shape, surface roughness, and tool temperature of the two cast irons 

used  to produce  tractor front brackets and  to  investigate  the  relationships between  the materials 

machinability, microstructure,  and  thermal  conductivity.  The  research  results will  contribute  to 

identifying  the  reasons  for  the drill wear difference between  the  two materials. Furthermore,  the 

results could offer guidance for the structure design of SGI brackets, such as what ratio of ferrite to 

pearlite  in  the matrix  can make  SGI  have  a  good  drilling  ability  (good  chip‐breaking  and  low 

surface roughness). 

2. Materials and Experimental Procedures 

2.1. Tractor front Bracket Castings 

Tractor  front  brackets were  cast  using  flake  cast  iron HT250  (Chinese  grade,  equivalent  to 

American No.35  grade)  and  spheroidal  graphite  cast  iron QT450  (Chinese  grade,  equivalent  to 

American  65‐45‐12 grade),  respectively. The  raw materials of HT250 were  ~15 wt.% pig  iron,  55 

wt.% steel scrap, and the return scrap. The raw materials of QT450 were 35 wt.% pig iron, 35 wt.% 

steel  scrap,  and  the  return  scrap. Raw materials were melted  in  a medium‐frequency  induction 

furnace of 10,000 kg capacity. The molding of tractor front brackets of both materials was in a sand 

mold, and  the mold was opened when  the  front brackets were cooled  to  room  temperature. The 

inoculation approach of both materials was an in‐ladle treatment in front of the furnace. Inoculant 

was FeSi75 (74.6 wt.% Si, 1.3 wt.% Al, and the remainder Fe; 0.2–1 mm particle size), and was added 

into  molten  iron  in  the  amount  of  0.4  wt.%  for  HT250  and  1  wt.%  for  QT450,  respectively. 

Inoculation  and  spheroidization  treatments  of  QT450  were  carried  out  simultaneously.  La‐Mg 

nodulizer  (main  composition:  3 wt.% RE,  8 wt.% Mg:  5–10 mm  particle  size) was  used  and  its 

addition was 1 wt.%. The tapping and casting temperatures were 1450 C and 1350 C for HT250, 

and 1480 C and 1370 C for QT450, respectively. 

The qualified front brackets of the two materials were randomly extracted for testing. The front 

bracket casting and its testing parts (the sampling parts for tensile and turning specimens, and the 

drilling site) are shown in Figure 1 (700 mm maximum length, 630 mm maximum width, 190 mm 

maximum  thickness).  The  design  and  actual  (one  furnace)  chemical  composition  of HT250  and 

QT450 materials is listed in Table 1. 

 

Figure 1. The front bracket casting and its tested parts. 

 

Tensile specimens parts

Turning specimens part

Drilling site

Metals 2020, 10, 285  4  of  13 

Table 1. The composition of HT250 and QT450 in wt.%. 

Material  C  Si  Mn  Cr  S  P  Mg  Rare Earths 

HT250 Design  3.15–3.3  1.6–1.8  0.8–1  0.2–0.3  ≤0.12  ≤0.10  ‐  ‐ 

Actual  3.26  1.80  0.83  0.17  0.055  0.03  ‐  ‐ 

QT450 Design  3.6–4  2.7–3  ≤0.35  ‐  ≤0.035  ≤0.07  0.035–0.055  0.02–0.04 

Actual  3.55  2.93  0.26  ‐  0.018  0.031  0.055  0.02 

2.2. Performance Testing and Microstructure Observations 

2.2.1. Mechanical and Physical Properties and Microstructure 

The tensile specimen blanks were cut from the front bracket castings (as shown in Figure 1) of 

the  two materials  and  then machined  into  cylindrical  tensile  specimens. The  sizes  of  the  gauge 

portions of the tensile specimens for TH250 and QT450 were Φ 16 mm × 30 mm and Φ 10 mm × 50 

mm, respectively (National Standards of the Peopleʹs Republic of China, GB/T 9439‐2010 and GB/T 

1348‐2009. Chinese  standards  referred  to ASTM A48/A48M‐2003  and ASTM A571/A571M‐2015). 

Four  tensile  specimens were  prepared  for  each  of  the  two materials.  The  tensile  strength was 

measured using a universal tensile testing machine. The samples for hardness, thermal conductivity, 

and metallographic testing were cut from the tensile specimen whose tensile strength was the closest 

to the mean value of the four tensile specimens. Brinell hardness was measured at 5 locations on the 

sample surface. Samples cutting sites and hardness measurement locations are shown in Figure 2. 

 

Figure 2. Schematic diagram of samples cutting sites and hardness measurement locations. 

The size of thermal conductivity samples was Φ 12.7 mm × 1.5 mm. Thermal conductivity was 

measured at 323 K, 423 K, 473 K, and 573 K by the DLF‐1300 (TA Instruments, Newcastle, PA, USA) 

pulse  laser  thermal  conductivity  instrument.  The  measurements  complied  with  the  National 

Standards of the Peopleʹs Republic of China GB/T 22588‐2008. After the samples were heated to the 

measurement temperature, the sampleʹs surface was shone by a laser pulse for a short time, and then 

the  temperature  change  of  the  surface  was  detected  with  an  infrared  thermometer.  Thermal 

conductivity was calculated according to the temperature change. 

The cut metallographic samples were ground and polished with sandpaper and polishing cloth 

(polishing liquid: water), and then etched with the solution of nitric acid and alcohol (3 vol.% nitric 

acid). An  optical microscope  Zeiss Axio Vert A1  (Zeiss, Oberkochen, Germany)  equipped with 

metallographic image analysis software was used to observe and analyze the microstructure. 

2.2.2. Turning Tests 

The  turning  specimens blanks were  cut  from  the  front bracket  castings  (shown  in Figure 1) 

made from the two materials and then machined into the Φ 28 mm × 285 mm size bar specimens. 

Two turning specimens were prepared for each of the two materials. In the turning process, the main 

cutting  force was measured  in  real‐time. The used  lathe  (Shenyang  First Machine Tool  Factory, 

Shenyang, China), a cutting tool (Sumitomo Electric Industries Ltd, Osaka, Japan), and measurement 

Metals 2020, 10, 285  5  of  13 

system of the cutting force (Donghua Testing Technology Co. Ltd., Taizhou, China) were the same as 

that in the previous paper [5]. Luis Norberto López de Lacalle et al. [16] adopted the dynamometric 

table KISTLER 9255B to measure the cutting force. It is a three‐component quartz dynamometer for 

measuring  the  three orthogonal  components of a  force and  the  three  induced  torques.  It has  the 

advantage of convenient application. In our work, an elastomer (octagonal ring dynamometer) and 

twenty  resistance  strain gauges were  combined  together  to measure  the  cutting  force.  This  is  a 

traditional  and  more  economical  method.  The  cutting  tool  and  octagonal  ring  dynamometer 

installation are shown in Figure 3. The octagonal ring dynamometer was fixed on the lathe. The tool 

holder was fixed on the octagonal ring dynamometer and a cutting insert was fastened to the tool 

holder. Twenty resistance strain gauges were attached on the ring internal surface. Before cutting, 

measuring  force system was calibrated using a slung  load method. The  insert was  replaced by a 

calibration  insert  during  calibrating.  The  calibration  insert  can  be  loaded  by  the  slung  load  (as 

shown in Figure 4). Cutting force was measured according to the operation procedure given in [17], 

which ensured high measurement precision. The authors of [17] pointed when the cutting force is 

compared for different materials, a mechanically clamped tool should be used, and the insert can be 

replaced, but  the  tool holder  should be mounted once only  for  all  subsequent  tests. The  spindle 

rotation speed of the lathe was 180 rpm and the feeding rate was 0.51 mm/rev. The initial turning 

diameter was 28 mm and the cutting depth was 2 mm and 3 mm (diameter reduction), respectively. 

Measurement scene is shown in Figure 5. 

 

Figure 3. Cutting tool and octagonal ring dynamometer installation. 

 

Figure 4. Calibration of measuring force system. 

Metals 2020, 10, 285  6  of  13 

 

Figure 5. Measurement scene. 

During the turning process, at the same cutting length of ~70 mm, the insert temperature was 

measured  on  the  side  of  the  insert  (measurement  site  is  shown  in  Figure  3)  using  an  infrared 

thermometer PT90 (Shan Xi RG Automatic Instrument Co., Ltd., Xi’an, China). 

The surface roughness of the turning specimens was measured by an optical microscope ZAG‐1 

(Shanghai Optical Instrument Factory, Shanghai, China). 

2.2.3. Drilling Tests 

Drilling  was  performed  on  a  horizontal  machining  center  NH8000  DCG  (Mori  Seiki 

Manufacturing Company, Nagoya,  Japan). The drilling  site  is  shown  in Figure 1. Two bits were 

used. One is a cemented carbide bit with Φ 14.5 mm diameter, and the other is a high‐speed steel bit 

with Φ 19 mm diameter. When the Φ 14.5 mm bit was used, two adopted drilling processes were 

1500 rpm rotating speed with 0.27 mm/rev feed rate and 800 rpm rotating speed with 0.5 mm/rev 

feed rate, respectively. Obviously, the drilling speed of the two drilling processes was the same: ~400 

mm/min. Two holes were drilled for each material and each drilling process. When the Φ 19 mm bit 

was used, two adopted drilling processes were 240 rpm rotating speed with 0.42 mm/rev feed rate 

and  200  rpm  rotating  speed with  0.5 mm/rev  feed  rate,  respectively.  The  drilling  speed  of  100 

mm/min was the same for the two drilling processes. Two holes were also drilled for each material 

and  each  drilling  process.  The  relative  torque  and  feed  force  (bit  axial  force)  on  the  bit were 

automatically measured by the horizontal machining center. Here, the relative load (torque or feed 

force)  is  the  ratio  of  the  actual  load  on  the  bit  to  the maximum  designed  output  load  of  the 

machining center. 

The depth of all drilled holes was 40 mm. When the bit  just exited the hole after drilling, the 

temperature of  the bit  tip was measured using  the  infrared  thermometer PT90. The drilled holes 

were cut along the central axis and the roughness of the internal surface was measured by the ZAG‐1 

microscope.  The  shape  of  the  internal  surface was measured  by  the  three‐dimensional  surface 

profiler (NanoFocus AG, Oberhausen, Germany). 

3. Results and Discussion 

3.1. Microstructure Effects on Mechanical Properties 

The mechanical properties of HT250 and QT450 are  listed  in Table 2. The  tensile strength of 

each material was  the  average  value  obtained  from  four  specimens,  and  the  hardness  of  each 

material was the mean value of the five locations. In Table 2, the tensile strength of the two materials 

from the front brackets did not reach the required strength (>250 MPa for HT250 and >450 MPa for 

QT450). However, during  the  front  brackets  production,  the  individually  cast  tensile  specimens 

reached the required strength, and thus the front brackets were considered as qualified products. 

Metals 2020, 10, 285  7  of  13 

Table 2. The microstructure and mechanical properties of HT250 and QT450. 

Material 

Graphite Shape 

and Content, 

vol.% 

Graphite 

Length or 

Diameter, mm 

Pearlite 

Content, 

vol.% 

Tensile 

Strength, MPa 

Brinell 

Hardness, HB 

HT250  Flake, 100  0.12–0.25  45–55  191  163 

QT450  Sphere, 90  0.03–0.06  <5  420  141 

The  structural  parameters  of  the  two materials  are  also  listed  in  Table  2.  In  Table  2,  the 

percentage  is  the  volume  percentage, which  is  calculated  based  on  the  area  percentage  in  the 

metallograph (the volume percentage equals to the area percentage), and refers to the percentage of 

this type of graphite to the total graphite or the pearlite to the matrix. The microstructure of the two 

materials  is shown  in Figure 6. Flake  graphite  length of HT250  is 0.12–0.25 mm,  and  its pearlite 

content  is  about  half  of  the matrix.  The  nodularity  of QT450  is  ~90%,  and  the  graphite  sphere 

diameter is 0.03–0.06 mm. The matrix structure of QT450 is basically ferrite. 

 

Figure 6. The microstructure of two materials: (a) HT250 and (b) QT450. 

The  tensile strength of graphite cast  irons  is determined by graphite shape and size, pearlite 

content, and interlaminar spacing [18], and among them, the graphite shape is the most important 

factor. Spherical graphite, compared to flake graphite, not only reduces the stress concentration at 

the phase interface, but also reduces the segmentation of matrix structure. The two reasons lead to 

the tensile strength of HT250 to be significantly lower than QT450.   

For graphitic cast irons, Brinell hardness of graphite is only ~3 HBS [19], which can be ignored 

compared  to  pearlite  and  ferrite.  The  pearlite  hardness  is  dramatically  higher  than  ferrite.  For 

example, in the Fe‐Cr‐B alloy, the hardness of pearlite and ferrite is 290–330 HV [20] and 160–220 HV 

[21], respectively. Meanwhile, the pearlite hardness was mainly controlled by interlamellar spacing 

[22].  Thus,  Brinell  hardness  of  graphitic  cast  irons mainly  depends  on  the  pearlite  content  and 

pearlite interlamellar spacing. The pearlite content of HT250 was significantly higher than QT450, so 

the hardness of HT250 is significantly higher than QT450. 

3.2. Microstructure and Physical Properties Effects on Turning and Drilling Ability 

3.2.1. Chips Shape 

The  shape and  size of drilling  chips were  roughly  the  same  for  the  same diameter bit with 

different  drilling  processes  (rotating  speed  and  feed  rate)  for  the  same material.  The  larger  the 

cutting depth or the bit, the bigger the chips should be for the same material. However, for different 

materials, whether in turning or drilling processes, the shape and size of chips were different under 

the same machining conditions, as shown in Figures 7 and 8. The turning chips and drilling chips are 

obviously different, resulting from the difference of the geometric parameters of the insert and bit 

blades. Compared with HT250,  in both  the  turning and drilling processes,  the  chips breaking of 

QT450  was  worse,  especially  during  drilling.  This  is  because  of  the  microstructure  difference 

between  the  two materials. First,  the graphite morphology of TH250  and QT450 was  flakes  and 

(b) (a) Pearlite

Ferrite

Graphite

Ferrite Graphite

Metals 2020, 10, 285  8  of  13 

spheres, respectively. The round edge of spherical graphite reduces the stress concentration at the 

phase  interface  (i.e., reduces  the notch effect), making  the crack  initiation more difficult  [23]. The 

spherical graphite  reduces  the  surface areas of graphite  in  the  structure  (for  the  same volume of 

graphite,  the  surface  area  of  spherical  graphite  is  less  than  flake  graphite),  and  then  reduces 

partitioning  to  the matrix  [24].  Second,  the matrix  of QT450 was  ferrite  (<5%  pearlite  content), 

whereas HT250 was half ferrite and half pearlite. Compared with the pearlite, the ferrite had good 

plasticity, which can lead to its large plastic deformation without fracture. 

 

Figure 7. The turning chips appearance at 2 mm cutting depth: (a) HT250 and (b) QT450. 

 

Figure 8. The drilling chips appearance for the Φ 14.5 mm bit diameter with 800 rpm rotating speed 

and 0.5 mm/rev feed rate: (a) HT250 and (b) QT450. 

3.2.2. The Roughness of Turning Bar Surface and Drilling Hole Internal Surface 

The  roughness  (Rz) of  the  turning  specimen  (bar)  surface  is  listed  in Table  3  (measurement 

standard: National Standards of  the Peopleʹs Republic of China GB/T131‐1993). By observing  the 

drilling holes internal surface, it was found that holes internal surface roughness was not different 

for the same material drilled by the same diameter bit with different drilling process (rotating speed 

and feed rate). The holes internal surface roughness of the two materials, respectively, drilled by Φ 

14.5 mm bit under 800 rpm rotating speed with 0.5 mm/rev feed rate and Φ 19 mm bit under 240 rpm 

rotating speed with 0.42 mm/rev feed rate, is listed in Table 3, and the three‐dimensional shape of 

the holes internal surface is shown in Figure 9. 

Table 3. The surface roughness in μm. 

Materials Turning 

Depth 2 mm     Depth 3 mm 

Drilling 

Φ 14.5 mm Bit      Φ 19 mm Bit 

HT250  34.2  40.9  20.4  50.3 

QT450  34.6  36.4  29.6  89.5 

 

(a) (b)

(a) (b)

Metals 2020, 10, 285  9  of  13 

 

Figure 9. Three‐dimensional shape of the holes internal surface of the HT250 borehole: (a) Φ 14.5 mm 

bit and (b) Φ 19 mm bit; QT450 borehole: (c) Φ 14.5 mm bit and (d) Φ 19 mm bit (1.6 mm measured 

length). 

During turning, the differences in surface roughness were not obvious for different materials or 

different  cutting  depth. However,  during  drilling,  the  internal  surface  roughness  of  the  hole  is 

different for different materials or bit diameters. The QT450 roughness was higher than HT250 for 

the same bit. When drilled by the Φ 14.5 mm bit, the hole roughness of QT450 was 45% higher than 

HT250, and when drilled by  the  Φ 19 mm bit,  it was 78% higher. The QT450  surface  roughness 

during drilling was higher because of the worse chip breaking, leading to longer chips. It was harder 

to remove the longer chips from the holes, resulting in a rougher uneven hole surface. According to 

the analysis of the chips breaking the performance of QT450, increased pearlite content in the QT450 

spheroidal graphite cast  iron structure  improved chips breaking performance, and  thus  improves 

the  surface  quality.  In  the  turning  process,  difficult  chip  removal  did  not  exist,  so  the  surface 

roughness differences between QT450 and HT250 turning specimens are not obvious. 

3.2.3. Insert and Bit Temperature during Turning and Drilling 

The  insert and bit  temperatures are  listed  in Table 4  for  the QT450 and HT250  turning and 

drilling. The bit temperature is the average value obtained by drilling two holes. As seen in Table 4, 

for the two machined materials, the insert temperature was roughly the same for the same cutting 

depth,  whereas  the  bit  temperature  was  obviously  different  for  the  same  drilling  process  (bit 

diameter, rotating speed and feed rate). Under the same drilling conditions, two reasons caused the 

bit temperature during QT450 drilling to be higher than HT250. First, during QT450 drilling, higher 

friction occurred because of the difficult chip removal, resulting in a higher temperature of the bit. 

Second,  the  thermal conductivity of QT450  is significantly  lower  than HT250, as  listed  in Table 5, 

which  resulted  in  lower heat dissipation during QT450 drilling, and  thus higher  temperature.  In 

production, drilling  is continuously carried out multiple  times, so  the  temperature  rise of  the bit 

used  to  drill  QT450  will  be  higher,  leading  to  wear  degradation  of  the  bit.  The  difference  of 

friction‐generated heat between the chip and the insert during turning of QT450 and HT250 is small 

due to the similar shape and size of the QT450 and HT250 chips. Opposite to drilling an enclosed 

hole, the insert is open, so the effects of different thermal conductivity of QT450 and HT250 on the 

insert  temperature were  relatively weak. This  led  to  roughly  the same  insert  temperature during 

turning QT450 and HT250. 

µm

(a)

(c)

µm µm

(d)

(b)

µm

Metals 2020, 10, 285  10  of  13 

Table 4. The insert and bit temperature in C. 

Material 

Insert  Φ 14.5 mm Bit  Φ 19 mm Bit 

 

t=2            t=3 

  n=1500, 

v=0.27 

    n=800, 

    v=0.5 

n=240, 

v=0.42 

n=200, 

v=0.5 

HT250  87  116  98  89  86  92 

QT450  93  114  126  102  105  124 

Note: t is the cutting depth (mm); n is the bit speed (rpm); v is the feed rate (mm/rev). 

Table 5. Thermal conductivity at a different temperature, W/(m∙K). 

Material  323 K  423 K  473 K  573 K 

HT250  49  46  44  41 

QT450  31  33  34  36 

3.2.4. Turning and Drilling Load 

The average values and standard deviation of the main cutting force over 70 mm cutting length 

at 2 mm and 3 mm cutting depth are listed in Table 6. The average value and standard deviation of 

the main cutting  force of HT250 were obviously higher  than QT450. At 2 mm cutting depth,  the 

cutting force of HT250 was 9% higher than QT450, and at 3 mm cutting depth, it was 19% higher. 

The HT250  (FGI) with  higher  hardness  and  lower  tensile  strength  had  a  higher  cutting  force 

compared with QT450  (SGI).  In  [5]  (our previous work),  the cutting  force of FGI was also higher 

with higher hardness and lower tensile strength than CGI and SGI. FGI with 250 HB hardness and 

347 MPa tensile strength had 1438 N cutting force at 2.5 mm cutting depth, whereas CGI with 162 

HB hardness and 345 MPa tensile strength had 1156 N cutting force, and SGI with 181 HB hardness 

and  525 MPa  tensile  strength  had  1254  N  cutting  force.  However,  in  [3],  there  was  no  such 

phenomenon observed, as shown in Table 7. The cutting force of FGI with higher hardness (175 HB) 

was obviously smaller than SGI with  lower hardness  (155 HB). The results  in different references 

are obviously inconsistent. This inconsistent situation can be explained as follows. The cutting force 

should also be closely related to lubricant on the tool surface, cut material deformation and fracture 

resistance besides tool material and geometric parameters. During cutting, the share rates of these 

factors  (lubricant,  cut material deformation, and  fracture  resistance)  in  the  cutting  force  are  still 

unclear. These  inconsistent  results of  this work and of  the works  in  [3] and  [5] are  likely due  to 

sulfur content differences of  their  respective FGI. Heck et al. [7] pointed the reason why FGI had 

good machinability  compared with CGI was due  to  the  formation of  the MnS  layer on  the  tool 

surface when machining FGI, but  this  layer cannot  form when machining CGI due  to addition of 

vermiculizer  containing magnesium during CGI  casting. Likewise,  this  layer  cannot  form when 

machining SGI due to the addition of nodularizer containing magnesium during SGI casting. The 

MnS layer acts as a lubricant and prevents the adhesion of workpiece particles, which dramatically 

decreases the cutting force and tool wear. For graphite cast irons with different graphite shapes, the 

influence  of  the MnS  layer on  the  cutting  force  is different. Yet,  the  influence  of  the MnS  layer 

should not be classified as the influence of graphite shape. 

The sulfur content was 0.055 wt.% in HT250 (The sulfur content of FGI was also  low  in our 

previous work because all castings were produced by the same company.), but the content of FGI in 

[3] and [7] was relatively high, up  to 0.09 wt.% and 0.085 wt.%, respectively. Due to  lower sulfur 

content in HT250, the MnS lubricant layer could not be formed or was discontinuous, and its effect 

on  the  cutting  force was  lower, which  resulted  in  the  larger  cutting  force during HT250  cutting. 

Meanwhile,  as  described  above,  graphitic  cast  irons  with  higher  pearlite  content  have  higher 

hardness. Higher hardness  resulted  in higher deformation  resistance. Only  from  the deformation 

resistance,  the higher  the pearlite  content  in  the HT250 matrix  led  to  the  larger  cutting  force  of 

HT250. Based on plenty of experimental data in our previous work, the pearlite content is the main 

cutting force  influencing  factor under our experimental conditions. The  fracture resistance during 

Metals 2020, 10, 285  11  of  13 

cutting  is different  from  the  tensile strength because of  the different stress states. However,  there 

should be a positive correlation between the two. The magnitude of the effect of the tensile strength 

on cutting force is still unclear. 

The  single  ferrite  in  the QT450 matrix  led  to  a  smaller  cutting  force  standard  deviation  of 

QT450. 

Table 6. The average value and standard deviation of the main cutting force, N. 

Material Cutting Depth of 2 mm  Cutting Depth of 3 mm 

Average  Deviation  Average  Deviation 

HT250  964  40  1415  58 

QT450  882  31  1192  37 

Table 7. The average cutting force, N [3]. 

Material Turning  Boring 

v = 30, f = 0.2, t = 1.5  v = 30, f = 0.3, t = 1.5 

FGI  615  790 

CGI  700  920 

SGI  —  940 

Note: v is the cutting speed (m/min), f is the feed rate (mm/rev), and t is the cutting depth (mm). 

The relative torque and feed force on the bit under different drilling processes are listed in Table 

8. Under the same drilling conditions, the difference of  the drilling  load (relative  torque and feed 

force) between  the  two materials was small. Two  factors caused  this  result. First, compared with 

HT250, the friction between the bit and chips during drilling of QT450 is severe. The larger friction 

force resisted bit rotation and  feeding and resulted in the  larger drilling  load. Second,  the cutting 

mechanism of the cutting edges of both insert and bit was the same [25]. The cutting force on the 

insert was smaller during QT450 turning, and the cutting force on the bit edge was also relatively 

smaller during QT450 drilling. The smaller cutting  force on  the bit edge should  lead  to a smaller 

drilling  load. The even action of  the  larger  friction  force and  the  smaller  cutting  force on  the bit 

during QT450 drilling resulted in the drilling loads of QT450 and HT250 being roughly the same. 

Table 8. Relative torque and relative feed force on the drilling bits. 

Material  Measuring Project 

Φ 14.5 mm Bit  Φ 19 mm Bit 

n = 1500,   

v = 0.27 

N = 800,   

V = 0.5 

n = 240,   

v = 0.42 

N = 200,   

V = 0.5 

HT250 Relative torque, %  16  7  5  6 

Relative feed force, %  62  59  —  — 

QT450 Relative torque, %  15  8  5  6 

Relative feed force, %  63  61  —  — 

Note: n is bit the rotating speed (rpm); v is the feed rate (mm/rev). 

In summary, during rough  turning, compared with QT450,  the  turning ability of HT250 was 

worse due  to  its  larger cutting  force. However,  the drilling ability of HT250 was better due  to  its 

smaller hole surface roughness and lower temperature of the bit. To increase drill bit life in drilling 

SGI, appropriate surface treatment for drill bit may be an efficient method. Rodriguez‐Barrero et al. 

[26]  concluded  that  the  proper  coatings  (TiAlSiN,  mAlTiN,  and  AlTiSiN)  can  offer  the  best 

performance (including long life of drill bit) in drilling low and medium carbon steels according to 

flank wear, adhesion, chip evacuation, and thrust force evolution criteria. Their research results are 

used for reference for the choice and design of the drill bit during drilling the SGI front brackets. 

4. Conclusions 

Metals 2020, 10, 285  12  of  13 

(1) During  rough  turning,  the  average value  and  standard deviation of  the  cutting  force  of 

HT250 with  lower sulfur content were obviously  larger  than QT450. At 2 mm cutting depth,  the 

cutting force of HT250 was 9% higher than QT450, and at 3 mm cutting depth, it was 19% higher. 

However, the surface roughness of the two materials was roughly the same. 

(2) During drilling, the even action of the larger friction force and the smaller cutting force on 

the bit during QT450 drilling caused the drilling loads of QT450 and HT250 to be roughly the same. 

(3) Compared with HT250, the much higher friction and lower thermal conductivity lead to a 

higher temperature of the bit during QT450 drilling. The chips breaking situation was worse and the 

longer chips badly scratched the surface of the holes, resulting in the larger surface roughness. When 

drilled by the Φ 14.5 mm bit, the hole roughness of QT450 was 45% higher than HT250, and when 

drilled by the Φ 19 mm bit, it was 78% higher.   

Author Contributions: J.R. drafted the manuscript and performed a part of experiments; F.R. contributed to the 

study  concept;  F.L  contributed  to  the  bracket  production;  L.C.  performed  the  experiments;  Y.X.  and A.V. 

performed  the  data  analysis  and  revised  the  manuscript.  All  authors  have  read  and  agreed  to  the 

published version of the manuscript. 

Funding: This  study was  supported by China’s National Overseas Study Fund  (CSC201808180001) and  the 

National Natural Science Foundation of China (U1804146). 

Conflicts of Interest: The authors declare no conflicts of interest. 

References 

1. Ezugwu, E.O.; Wang, Z.M. Titanium alloys and their machinability—A review. J. Mater. Process. Tech. 1997, 

68, 262–274. 

2. Günay, M.; Korkut, I.; Aslan, E.; Seker, U. Experimental investigation of the effect of cutting tool rake angle 

on main cutting force. J. Mater. Process. Tech. 2005, 166, 44–49. 

3. Nayyar, V.; Kaminski,  J.; Kinnander, A.; Nyborg, L. An experimental  investigation of machinability of 

graphitic  cast  iron  grades;  flake,  compacted  and  spheroidal  graphite  iron  in  continuous  machining 

operations. Procedia Cirp 2012, 1, 488–493. 

4. Seker, U.; Hasirci, H. Evaluation of machinability of austempered ductile irons in terms of cutting forces 

and surface quality. J. Mater. Process. Tech. 2006, 173, 260–268. 

5. Ren,  J.Z.; Li, Z.L.; Xiong, Y.; Li, F.J.; Ren, F.Z.; Volinsky, A.A. Effect of microstructure and mechanical 

properties on cutting force of different cast irons with similar tensile strength. China Foundry 2019, 16, 177–

183. 

6. Tooptong, S.; Park, K.H.; Kwon, P. A comparative  investigation on  flank wear when  turning  three cast 

irons. Tribol. Int. 2018, 120, 127–139. 

7. Heck, M.; Ortner, H.M.; Flege, S.; Reuter, U.; Ensinger, W. Analytical investigations concerning the wear 

behaviour of cutting tools used for the machining of compacted graphite  iron and grey cast  iron. Int. J. 

Refract. Met. Hard Mater. 2008, 26, 197–206. 

8. De Sousa, J.A.G.; Sales, W.F.; Guesser, W.L.; Machado, Á.R. Machinability of rectangular bars of nodular 

cast iron produced by continuous casting. Int. J. Adv. Manuf. Tech. 2018, 98, 2505–2517. 

9. Dias, L.R.M.; Diniz, A.E. Effect of the gray cast iron microstructure on milling tool life and cutting force. J. 

Braz. Soc. Mech. Sci. 2013, 35, 17–29. 

10. Amir, M.;  Rohollah,  G.;  Carsten,  B.  Effects  of  workpiece microstructure, mechanical  properties  and 

machining conditions on tool wear when milling compacted graphite iron. Wear 2018, 410, 190–201. 

11. Da Silva, M.B.; Naves, V.T.G.; De Melo,  J.D.B.; De Andrade, C.L.F.; Guesser, W.L. Analysis of wear of 

cemented carbide cutting tools during milling operation of gray iron and compacted graphite iron. Wear 

2011, 271, 2426–2432. 

12. Ren, F.Z.; Li, F.J.; Liu, W.M.; Ma, Z.H.; Tian, B.H. Effect of inoculating addition on machinability of gray 

cast Iron. J. Rare Earth 2009, 27, 294–299. 

13. Meena, A.; El Mansori, M. Drilling performance of green austempered ductile iron (ADI) grade produced 

by novel manufacturing technology. Int. J. Adv. Manuf. Tech. 2012, 59, 9–19. 

Metals 2020, 10, 285  13  of  13 

14. Jan, J.; Rafal, K.; Tomasz, T. Operational  tests of wear dynamics of drills made of  low‐alloy high‐speed 

Hs2‐5‐1 steel. Eksploat. Niezawodn. 2016, 18, 271–277. 

15. Li,  Y.; Wu,  W.W.  Investigation  of  drilling machinability  of  compacted  graphite  iron  under  dry  and 

minimum quantity lubrication. Metals 2019, 9, 1095. 

16. De Lacalle, L.N.L.; Lamikiz, A.; Sanchez,  J.A.; de Bustos,  I.F.  Simultaneous measurement of  forces  and 

machine tool position for diagnostic of machining tests. IEEE Trans. Instrum. Meas. 2005, 54, 2329–2335. 

17. Ren, F.Z.; Zhang, D.W.; Volinsky, A.A. Experimental investigation of the cutting force measurements in 

machinability evaluations of metals. J. Test. Eval. 2014, 42, 1541–1545. 

18. Hernando, J.C.; Elfsberg, J.; Ghassemali, E.; Dahle, A.K.; Diószegi, A. The effect of coarsening of primary 

austenite on the ultimate tensile strength of hypoeutectic compacted graphite Fe‐C‐Si alloys. Scr. Mater. 

2019, 168, 33–37. 

19. Qian,  L.;  Zhang,  H.B.;  Zhao,  Y.C.;  Chen,  J.P.  Relationship  between  cutting  machining  properties  of 

graphite‐containing cast irons and their structures. Mod. Cast Iron 2005, 25, 17–20. 

20. Tian, Y.; Ju, J.; Fu, H.G.; Ma, S.Q.; Lin, J.; Lei, Y.P. Effect of chromium content on microstructure, hardness, 

and wear resistance of as‐cast Fe‐Cr‐B alloy. J. Mater. Eng. Perform. 2019, 28, 6428–6437. 

21. Buchely, M.F.; Gutierrez,  J.C.;  Leon,  L.M.;  Toro, A.  The  effect  of microstructure  on  abrasive wear  of 

hardfacing alloys. Wear 2005, 259, 52–61. 

22. Zhao, Y. Effects of raw material proportioning on pearlitic lamellar spacing and hardness of ductile iron. 

Foundry 2011, 60, 397–400. 

23. Sun, T.; Song, R.B.; Li, Y.P.; Yang, F.Q.; Wu, C.J.; Wang, Z.Y. Influence of nodularizing and  inoculation 

treatment on the microstructure characteristic and mechanical property of lower bainite cast iron. J. Mech. 

Eng. 2015, 51, 128–134. 

24. Carazo,  F.D.;  Giusti,  S.M.;  Boccardo,  A.D.;  Godoy,  L.A.  Effective  properties  of  nodular  cast‐iron:  A 

multi‐scale computational approach. Comp. Mater. Sci. 2014, 82, 378–390. 

25. Ren, F.Z.; Cui, L.K.; Shi, W.P.; Xiong, Y.; Wei, S.Z. Drilling‐ability evaluation for grey cast iron and ductile 

iron front brackets. Acta Metrol. Sin. 2018, 39, 842–846. 

26. Rodriguez‐Barrero, S.; Fernández‐Larrinoa, J.; Azkona, I.; López de Lacalle, L.N.; Polvorosa, R. Enhanced 

performance of nanostructured coatings for drilling by droplet elimination. Mater. Manuf. Process. 2016, 

31, 593–602. 

 

© 2020 by the authors. Licensee MDPI, Basel, Switzerland. This article is an open access 

article distributed under the terms and conditions of the Creative Commons Attribution 

(CC BY) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/).